楊曉炳，閆澤鵬，尹升華，楊航

（1.北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院，北京 100083；2.礦物加工科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室，北京 102628；3.北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083）

礦產(chǎn)資源開發(fā)利用過程中產(chǎn)生大量的廢石、尾砂等固體廢物［1-2］.據(jù)統(tǒng)計［3］，每產(chǎn)出1 萬t礦石，平均要產(chǎn)出0.93萬t尾礦、0.34萬t廢石.礦山固體廢料的排放不僅占用大量的田地，還會帶來一系列環(huán)境問題，如廢石場的泥石流、尾礦庫的滲漏和廢水對環(huán)境的污染等［4-6］.經(jīng)過眾多專家學(xué)者的努力，粗骨料膏體充填技術(shù)成為解決礦山固體廢物問題的有效方式，并在世界各地采礦實踐中越來越受重視［7-8］.采用粗骨料膏體充填，通常的做法是在地面充填站將粗骨料、尾砂、膠凝材料和水混合制成復(fù)合材料，然后通過管道系統(tǒng)輸送至采空區(qū)［9］.膏體輸送至采空區(qū)一段時間后形成具有強度的膠結(jié)充填體，這可以限制圍巖變形和提高礦石回收率.

管道輸送是粗骨料膏體充填的關(guān)鍵環(huán)節(jié)［10］.由于膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，管輸阻力大，導(dǎo)致管道輸送難度偏大.因此，有必要對粗骨料膏體的輸送特性進行研究.流變特性是膏體輸送特性研究中的一個重要的分支，主要研究方法有L 管法、傾斜管法和流變儀測試等［11］.其中L 管法和傾斜管法由于流動距離、循環(huán)時間等因素的影響導(dǎo)致測試結(jié)果存在較大偏差，流變儀測試成為比較普遍的研究方法［12］.但是，相關(guān)研究表明流變儀測試所得流變參數(shù)與實際膏體參數(shù)存在較大差距.阻力損失也是表征粗骨料膏體可輸送性能的一個重要依據(jù)［13］，國內(nèi)外對阻力損失的研究方法分為三種：經(jīng)驗公式法［14］、數(shù)值模擬法［15］和環(huán)管試驗法［16］.相比經(jīng)驗公式和數(shù)值模擬而言，環(huán)管試驗充分考慮了各種因素對輸送的影響，所得試驗結(jié)果與工程實際的吻合度最高［17］.例如：王洪江等［18］采用環(huán)管試驗法對全尾砂料漿的輸送特性進行分析，并得到了流變參數(shù)與灰砂比和濃度相關(guān)聯(lián)的管道阻力預(yù)測方程.王勇等［19］揭示了料漿管輸實際值和理論計算值之間存在的關(guān)系.鄭伯坤等［20］研究了改性全尾砂料漿在環(huán)管試驗條件下的輸送性能.但是，前述研究主要側(cè)重于全尾砂漿，粗骨料膏體在物料組成與性質(zhì)上和全尾砂充填料漿存在著本質(zhì)區(qū)別，基于全尾砂料漿所得試驗結(jié)果并不能直接應(yīng)用于粗骨料膏體.

因此，本文以金川二礦區(qū)粗骨料膏體充填系統(tǒng)為研究背景，基于工業(yè)級環(huán)管試驗系統(tǒng)對全尾砂-粗骨料膏體的輸送特性進行研究，分析了流變儀測試結(jié)果與環(huán)管試驗結(jié)果的區(qū)別，并建立考慮流動度的輸送阻力方程.通過響應(yīng)面設(shè)計法（Box Behnken De?sign）對粗骨料膏體的管道輸送參數(shù)進行設(shè)計，研究了單因素和多因素耦合對阻力損失的影響，并確定各因素對阻力損失影響程度的大小，最后對管道輸送參數(shù)進行優(yōu)化.研究成果可為粗骨料充填系統(tǒng)的設(shè)計提供理論依據(jù).

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料

進行環(huán)管試驗的試驗材料均取自金川二礦區(qū)，其中細骨料為全尾砂，粗骨料為廢石和棒磨砂.

1）骨料.金川二礦區(qū)全尾砂密度為2.645 g/cm3，對其進行XRF 元素測試分析（結(jié)果見表1），發(fā)現(xiàn)尾礦中主要化學(xué)成分為SiO2、MgO.采用激光粒度儀測試得到全尾砂粒級分布曲線見圖1（a），尾砂中極細顆粒（粒徑<20 μm）質(zhì)量分?jǐn)?shù)為54.7%，粒徑<45 μm顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為77.3%，粒徑<74 μm 顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為91%；計算得到尾砂的Cu值為7.82，Cc值為1.61，可知全尾砂級配良好.試驗所用廢石密度為2.876 g/cm3，松散堆積密實度和密實孔隙率分別為0.582 4和31.57%.采用篩分法測試得到廢石的粒級分布曲線（見圖1（b）），可以看出廢石的主要粒徑分布集中在2～15 mm，粒徑小于10 mm 的細顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過80%.棒磨砂密度為2.794 g/cm3，松散堆積密實度和密實孔隙率分別為0.557 6 和40.23%.篩分結(jié)果表明棒磨砂顆粒比廢石顆粒小，6 mm 以下的顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為83.1%.

表1 試驗材料化學(xué)組成Tab.1 Chemical composition of experimental materials%

圖1 試驗材料粒級分布Fig.1 Size distribution of experimental materials

2）水泥.采用金川礦用非標(biāo)38.5水泥（于充填站水泥倉處取得），測得密度為3.105 g/cm3，容重為1.12 g/cm3.

1.2 試驗裝置

1.2.1 環(huán)管試驗系統(tǒng)

充填環(huán)管試驗以高可靠度的方式對充填料漿在礦山現(xiàn)場類似工況條件下的運行參數(shù)進行模擬，為膏體充填工藝設(shè)計提供依據(jù).本研究采用的環(huán)管試驗系統(tǒng)主要包括：配料機、計量秤、螺旋輸送機、皮帶給料機等設(shè)備，圖2 給出了環(huán)管系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖.試驗物料按照配比設(shè)計，通過配料系統(tǒng)進行精確計量，然后進入攪拌系統(tǒng)，同時根據(jù)設(shè)計濃度加入清水；攪拌系統(tǒng)分為二段臥式攪拌，分別采用德國BHS 臥式雙軸強力攪拌機和雙螺旋臥式攪拌機.泵送系統(tǒng)采用德國普斯邁斯特公司（Putzmeister）的KOS 1070P型柱塞泵，額定流量60 m3/h，最大工作壓力8.5 MPa，泵送流量通過頻率來調(diào)節(jié).管道系統(tǒng)由3 種尺寸的無縫鋼管組成.料漿在環(huán)管系統(tǒng)中完成測試后返回雙螺旋臥式攪拌機中，實現(xiàn)物料的閉路循環(huán).通過隔膜式壓力傳感器（共12個，編號為P1～P12，未全部在示意圖中標(biāo)明）采集料漿輸送過程中管段內(nèi)的壓力值，數(shù)據(jù)采集頻率為1 次/s，通過DCS 控制系統(tǒng)實時采集、記錄.

圖2 環(huán)管系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the pipe loop test system structure

1.2.2 流變儀

選用產(chǎn)自丹麥的ICAR 混凝土流變儀對環(huán)管系統(tǒng)攪拌槽的取樣漿體進行流變測試.ICAR的轉(zhuǎn)子形式為四片裝葉輪（轉(zhuǎn)速為0.001～0.6 r/s），轉(zhuǎn)子高12.7 cm、直徑為6.35 cm，可用來測量骨料尺寸范圍為6～32 mm 的粗骨料膏體.ICAR 混凝土流變儀的優(yōu)點是可以對穩(wěn)定階段的流變特性曲線進行自動擬合，從而計算出流變參數(shù)（初始剪切應(yīng)力τ0和黏度系數(shù)μ）.

流變測試流程如下：首先設(shè)置轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為40 r/s保持100 s，然后放置200 s，以消除隨機因素的干擾；然后設(shè)置轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速在100 s 內(nèi)從0 r/s 增加到150 r/s，在變剪切速率的條件下獲取料漿的流變性能.

1.2.3 水泥膠砂流動度儀

依據(jù)《水泥膠砂流動度測定方法》（GB/T 2419—2005），選擇NLD-3型水泥膠砂流動度儀（跳桌）對粗骨料膏體的振動擴散度進行測試，進而表征其流動性能.

1.3 環(huán)管試驗方案

由于環(huán)管試驗單次試驗物料消耗大，不能實現(xiàn)所有配比的環(huán)管試驗.為此，選擇具有代表性的配比進行試驗，以達到預(yù)測相近配比膏體管輸特性的目的，試驗方案如表2 所示（由于實際質(zhì)量分?jǐn)?shù)不易控制，表2 中僅給出質(zhì)量分?jǐn)?shù)的調(diào)控范圍）.環(huán)管試驗的具體步驟在文獻［16］和文獻［18］中進行了詳細的敘述，不贅述.下面針對本次環(huán)管試驗過程中的工況參數(shù)調(diào)節(jié)過程進行說明.

表2 環(huán)管試驗方案Tab.2 Pipe loop test program

1）設(shè)備調(diào)試.系統(tǒng)開始使用前先做清水試驗，其目的是檢測密封性、檢測儀器精度可靠性以及泵對流量的調(diào)節(jié)能力，檢測數(shù)據(jù)如圖3所示.

圖3 環(huán)管系統(tǒng)調(diào)試結(jié)果（100 mm管徑）Fig.3 Debugging results of the pipe loop test（100 mm pipe diameter）

2）同配比料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)調(diào)節(jié).通過添加外部清水進行濃度調(diào)節(jié)，試驗配料質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)定為3 種，在74%～78%范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，每改變一次濃度，必須經(jīng)過10～20 min 的連續(xù)循環(huán)混合，使膏體料漿混合均勻后進行數(shù)據(jù)讀取.

3）柱塞泵流量調(diào)節(jié).通過調(diào)節(jié)泵送控制系統(tǒng)流量，泵送頻率范圍為55%～100%，對應(yīng)理論流量范圍應(yīng)為24～58 m3/h，每種流量有效測試時間不少于5 min.

2 基于環(huán)管試驗的管輸阻力計算

2.1 環(huán)管試驗結(jié)果

經(jīng)過環(huán)管輸送試驗后，選取壓力表P8和P9所記錄的水平管段的數(shù)據(jù)進行處理.限于篇幅，本節(jié)內(nèi)容僅給出m尾砂∶m廢石∶m棒磨砂為1∶0.5∶0.5 的數(shù)據(jù)進行分析，其余組均具有相似的變化規(guī)律，且實際質(zhì)量分?jǐn)?shù)以現(xiàn)場取樣測定為準(zhǔn)（實測質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為73.4%、75.2%和77.1%）.圖4為不同濃度條件下壓力數(shù)據(jù)和流量數(shù)據(jù)的變化情況，可以看出：壓力值隨著泵送流量的降低而降低，且隨著料漿濃度的增加，壓力表P8和P9所測得的壓力數(shù)據(jù)的差值越來越大.

2.2 環(huán)管試驗結(jié)果擬合分析

由于壓力傳感器的敏感度較高，當(dāng)廢石、棒磨砂粗顆粒撞擊傳感器觸頭時會造成數(shù)值的波動（見圖4），這將導(dǎo)致測試所得數(shù)據(jù)因受到“噪聲”的干擾而較為離散、數(shù)據(jù)精度低.因此，對無效數(shù)據(jù)進行剔除后，取膏體平穩(wěn)運行段的數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)擬合，得到不同配比條件下膏體輸送阻力和流速之間的關(guān)系式，如表3 所示.同時，因膏體管輸阻力與流速間呈現(xiàn)顯著的線性關(guān)系，膏體充填料可近似視為賓漢塑性體，適用于管流的流變方程可用白金漢方程［21-22］描述：

圖4 環(huán)管測試結(jié)果Fig.4 Pipe loop test results

式中：τ0為屈服應(yīng)力，Pa；η為塑性黏度，Pa·s；D為直管內(nèi)徑，m；vm為流速，m/s.

流變特性參數(shù)（屈服應(yīng)力和黏度系數(shù)）是進行管道阻力計算的關(guān)鍵因素，將式（1）變換，得到式（2）.

將式（2）與表中擬合曲線方程進行聯(lián)立求解，將管道直徑代入后就可獲得實際條件下膏體的屈服應(yīng)力和塑性黏度，計算結(jié)果見表3.

表3 環(huán)管數(shù)據(jù)擬合結(jié)果Tab.3 Pipe loop test data fitting results

將環(huán)管測試所得流變參數(shù)與流變測試所得結(jié)果繪制成柱狀圖進行對比分析，如圖5所示.

圖5 表明，流變儀測試所得流變參數(shù)普遍比環(huán)管擬合參數(shù)要大，其中屈服應(yīng)力相差10.4%～12.2%、塑性黏度相差21%～32.8%.分析認(rèn)為，在進行流變儀測試時采用的是槳式轉(zhuǎn)子，該轉(zhuǎn)子可有效地減少壁面滑移效應(yīng)的發(fā)生，但是壁面滑移在實際輸送過程中無法避免.同時，由于實際輸送的時間遠大于流變測試的時間，這就導(dǎo)致環(huán)管中料漿的觸變性對實際流變參數(shù)的影響較大.由圖5 還可以看出屈服應(yīng)力和塑性黏度均隨著質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加而增大，且當(dāng)質(zhì)量分?jǐn)?shù)固定時料漿的屈服應(yīng)力隨著物料組分的增加而降低.這主要是因為粗骨料膏體會形成一種由全尾砂包裹粗顆粒的穩(wěn)定漿體.而由粗骨料粒徑分析可知，棒磨砂6 mm以下的顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為83.1%，相對廢石而言是一種細骨料.因此，當(dāng)骨料為三組分時，廢石和棒磨砂的級配更為合理，全尾砂漿體對二者的懸浮包裹效果更佳，減少了顆粒間的運動阻力，表現(xiàn)為粗骨料膏體的屈服應(yīng)力減小.

圖5 流變儀測試結(jié)果和環(huán)管實測結(jié)果對比Fig.5 Comparison of rheometer test results and pipe loop test results

式（1）表明傳統(tǒng)的阻力計算通常根據(jù)測出的流變參數(shù)并結(jié)合相應(yīng)的輸送參數(shù)（如管徑、流速等）進行計算.然而礦山并不具備相應(yīng)測試條件，通常委托試驗機構(gòu)進行流變參數(shù)的獲?。?3］.但是圖5 結(jié)果表明實驗室所得參數(shù)和實際參數(shù)存在較大的誤差.為了更加有效、準(zhǔn)確且便捷地評估粗骨料膏體的輸送性能，在傳統(tǒng)的阻力計算公式中引入相對容易獲得的流動度參數(shù).將膏體的流動度值與屈服應(yīng)力、塑性黏度進行擬合，進而得到基于流動度的阻力計算新模型，流變參數(shù)擬合結(jié)果如圖6 所示（R2均大于0.9）.將圖6 中的擬合方程代入式（1）即可得到不同骨料條件下的輸送阻力經(jīng)驗公式，如式（3）～式（5）.

3 管道輸送參數(shù)優(yōu)化分析

3.1 響應(yīng)面法試驗水平設(shè)計

本節(jié)內(nèi)容以全尾砂-廢石-棒磨砂膏體為主要研究對象，選擇管道直徑、輸送流量和固體質(zhì)量分?jǐn)?shù)作為自變量，輸送阻力損失作為響應(yīng)值，結(jié)合礦山實際充填需求確定本次試驗中管徑及輸送流量的取值范圍，管道直徑為140 mm、180 mm、220 mm；輸送流量為110 m3/h、130 m3/h、150 m3/h，為了便于計算膏體的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，根據(jù)環(huán)管試驗時的參數(shù)進行取整，膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為73%、75%、77%.最后，采用Design Expert 軟件對方案進行設(shè)計，進而分析多因素交互作用對阻力損失的影響，設(shè)計后的因素水平及編碼如表4 所示.試驗方案如表5 所示，將試驗所對應(yīng)參數(shù)值代入式（5）中進行計算，分別得到不同條件下的輸送阻力.

表4 優(yōu)化試驗的設(shè)計因素及水平Tab.4 Design factors and levels of optimization experiments

表5 優(yōu)化試驗的編碼值與結(jié)果Tab.5 Coded values and results of optimization experiments

Design Export 對表5 中數(shù)據(jù)進行多元回歸擬合后得到響應(yīng)面函數(shù)，如式（6）所示.對所建立的響應(yīng)面回歸模型進行可靠性檢驗（R2檢驗），得到每個影響因子的顯著程度（P值），發(fā)現(xiàn)所建立響應(yīng)面模型的R2為0.997 3 且P值小于0.000 1，說明響應(yīng)面回歸模型的回歸效果極好、可靠性高.

3.2 單因素對膏體輸送阻力的影響

圖7（a）為膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時管道直徑與阻力損失的關(guān)系.由圖7（a）可知，當(dāng)流量和質(zhì)量分?jǐn)?shù)不變時，隨著管道直徑的增大阻力損失呈下降的趨勢，但是下降幅度在逐漸降低.這是因為管徑增大時，管壁剪切作用力減小，邊界層的滑移效果減弱，此時阻力損失主要受到管內(nèi)顆粒間摩擦作用的影響.管徑增大時各流層間的距離增大［22］，顆粒的碰撞行為減少，導(dǎo)致阻力損失快速減??；但是管徑達到220 mm后臨界速度發(fā)生變化，料漿流動形態(tài)由層流向紊流轉(zhuǎn)變，顆粒間的碰撞行為加劇，導(dǎo)致阻力損失的降低幅度變緩.同時，結(jié)合表6 發(fā)現(xiàn)管道直徑X1的F值較大，說明管徑對阻力損失的影響較為顯著.圖7（b）為膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時管道流量與阻力損失的關(guān)系.由圖7（b）可知，當(dāng)管徑和質(zhì)量分?jǐn)?shù)不變時，隨著流量的增大，阻力損失呈上升的趨勢.同時，結(jié)合表6 發(fā)現(xiàn)，管道流量的F值最小，說明其對阻力損失的影響程度最低.流速的增大導(dǎo)致膏體物料所承受的作用力發(fā)生變化，極大地提高了顆粒間的碰撞概率，相應(yīng)的阻力損失增大.但是圖7（b）曲線增長緩慢和F值均表明流量對阻力損失的影響明顯不如管徑及膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù).圖7（c）為管徑110 mm時質(zhì)量分?jǐn)?shù)與阻力損失的關(guān)系.由圖7（c）可知，膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)與阻力損失呈正相關(guān)關(guān)系，且隨著質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加，阻力損失的增幅變大.分析認(rèn)為，膏體中的水分起到潤滑的效果，當(dāng)質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加時相應(yīng)的膏體含水量降低，導(dǎo)致漿體在流經(jīng)管道時所受的摩擦增大，從而提高了膏體輸送的阻力損失.在滿足膏體可輸送性能的同時適當(dāng)提高質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以降低水泥的用量，有助于降低生產(chǎn)成本.同時，結(jié)合表6發(fā)現(xiàn)，質(zhì)量分?jǐn)?shù)的F值最大，說明其對阻力損失的影響程度最大，最終得到管徑、流量和質(zhì)量分?jǐn)?shù)對阻力損失的敏感程度為：質(zhì)量分?jǐn)?shù)>管徑>流量.

表6 模型方差分析Tab.6 Response surface model analysis of variance

圖7 響應(yīng)面單因素對阻力損失的影響Fig.7 Effect of a single factor of response surface on transportation resistance

3.3 因素交互作用對輸送阻力的影響

結(jié)合表6中模型參數(shù)的方差分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，X1X3的F值最大，說明管徑和質(zhì)量分?jǐn)?shù)的交互作用對膏體阻力損失的影響最為顯著.圖8（a）為膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時，管徑與流量間的交互作用對膏體管道輸送阻力損失的影響.可以看出，當(dāng)流量較低（110 m3/h）時，管徑由140 mm 增大至220 mm，阻力損失降低了54.9%，這主要是由于各流層間的距離增大所致；當(dāng)管徑為180 mm，流量從110 m3/h 增大至150 m3/h 時，阻力損失提升了9.35%，可以看出隨著管徑的增大，阻力損失對流量的敏感度逐漸降低，這主要是由于流量提升導(dǎo)致顆粒碰撞的效果小于流層間距增大導(dǎo)致的減阻效果.綜上，在一定范圍內(nèi)同時增加管徑和流量有助于礦山充填在提升產(chǎn)能的同時降低損耗.圖8（b）為流量110 m3/h時，管徑和質(zhì)量分?jǐn)?shù)的交互作用對膏體管道輸送阻力損失的影響.圖8（b）表明當(dāng)管徑為140 mm，膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)由73%增加至77%時，阻力損失提高了163.2%；而當(dāng)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時，管徑由140 mm 增大至220 mm，阻力損失下降了55.1%.同時可以看出，阻力損失對管徑的敏感度隨著質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加而降低.這主要是因為膏體的流動性能主要依賴于其內(nèi)部含水量，質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大導(dǎo)致含水量的減少，抵消了管徑增大所帶來的減阻效果.圖8（c）為管徑180 mm 時，流量和質(zhì)量分?jǐn)?shù)的交互作用對膏體管道輸送阻力損失的影響.圖8（c）表明當(dāng)流量為110 m3/h，膏體質(zhì)量分?jǐn)?shù)由73%增加至77%時，阻力損失上漲了177.9%；而當(dāng)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時，流量由110 m3/h 增大至150 m3/h，阻力損失增加了9.89%.由于流量增大時會導(dǎo)致膏體內(nèi)部顆粒的紊動進而提高輸送阻力，而質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高導(dǎo)致膏體內(nèi)部固體顆粒增多，因此阻力損失對流量的敏感度隨著質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加而變得顯著.

圖8 響應(yīng)面因素間交互作用對阻力損失的影響Fig.8 Effect of interaction between response surface factors on transportation resistance

3.4 響應(yīng)面模型對輸送參數(shù)的優(yōu)化分析

金川全尾砂-廢石膏體充填站設(shè)計充填能力200萬m3/a（兩套充填管路），其中單套充填系統(tǒng)承擔(dān)能力100萬m3/a，經(jīng)換算后每小時的充填能力不應(yīng)小于115 m3，將其代入響應(yīng)面模型進行優(yōu)化設(shè)計，響應(yīng)面優(yōu)化結(jié)果如圖9和圖10所示.可以看出，在管道參數(shù)為管徑220 mm、流量142.4 m3/h、質(zhì)量分?jǐn)?shù)73.2%時，管道阻力損失最低為1.939 kPa/m，此結(jié)果的可信度為0.996（最大值為1）.

圖9 響應(yīng)面優(yōu)化可信度Fig.9 Response surface optimization credibility

圖10 響應(yīng)面優(yōu)化阻力損失Fig.10 Response surface optimization resistance loss

4 結(jié)論

1）利用白金漢方程對環(huán)管試驗數(shù)據(jù)擬合后得到膏體的實際流變參數(shù)，發(fā)現(xiàn)流變儀測試所得流變參數(shù)普遍比環(huán)管擬合參數(shù)要大，其中屈服應(yīng)力相差10.4%～12.2%、塑性黏度相差21%～32.8%，這是由實際輸送過程中壁面滑移和觸變性的影響所致.

2）由于流變測試所得參數(shù)和實際參數(shù)存在較大誤差，在傳統(tǒng)阻力計算公式中引入相對容易獲得的流動度參數(shù)，建立了基于流動度的阻力計算新模型.

3）基于RSM-BBD開展全尾砂-粗骨料膏體輸送阻力行為分析，研究了質(zhì)量分?jǐn)?shù)、管徑和流量及其交互作用條件下管道輸送阻力的變化規(guī)律.得到了單因素對阻力損失影響的敏感度大小為：質(zhì)量分?jǐn)?shù)>管徑>流量，并發(fā)現(xiàn)因素間的交互作用影響顯著，其中質(zhì)量分?jǐn)?shù)和管徑的交互影響起決定性的作用.

4）以金川二礦區(qū)粗骨料膏體充填系統(tǒng)為背景，采用響應(yīng)面對輸送參數(shù)進行優(yōu)化，最終得到最佳的輸送參數(shù)為：管徑220 mm、流量142.4 m3/h、質(zhì)量分?jǐn)?shù)73.2%.該成果對于粗骨料膏體充填系統(tǒng)運行參數(shù)的選取具有一定的指導(dǎo)意義.